PRZEGLĄD GÓRNICZY Nr 8 1 założono 01.10.1903 MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 08 (1089) sierpień 2013 Tom 69(CIX) UKD 622.33: 622.624.044: 502.7 Prognoza kategorii odkształceń poziomych wykonana z założonym poziomem jej bezpieczeństwa Prognosis of horizontal strains categories with an assumed level of safety Prof. dr hab. inż. Jan Białek * ) Treść: W pracy analizowano wyniki obserwacji geodezyjnych odkształceń poziomych z 4 linii pomiarowych usytuowanych w GOP. Dysponując zbiorem 204 par pomierzonych i obliczonych teoretycznie bezwzględnie największych ekstremalnych w czasie kierunkowych odkształceń poziomych, ustalono regresyjną zależność pomiędzy nimi. Następnie określono regresyjną zależność wartości odchylenia standardowego od wartości obliczonego teoretycznie odkształcenia poziomego. Wykorzystując te wyniki zaproponowano wzory pozwalające na wykonanie prognozy kategorii odkształceń poziomych z założonym z góry poziomem bezpieczeństwa prognozy. Abstract: This paper presents an analysis of the results of geodetic observations of horizontal strains taken from 4 measurement lines located in the Upper Silesian Industrial Region. With a set of 204 pairs of measured and calculated theoretically the absolutely largest directional horizontal strains extreme over time, it was possible to determine a regressive relation between them. Next, a regressive relationship between the value of standard deviation and the value of theoretically calculated horizontal strain was determined. By means of the results, formulas allowing to conduct the prognosis of horizontal strain categories with the assumed level of prognosis safety were proposed. Słowa kluczowe: deformacje terenu w czasie, asymetryczna niecka obniżeniowa Key words: mining area deformations over time, asymmetrical subsidence trough 1. Wprowadzenie W środowisku specjalistów zajmujących się problematyką szkód górniczych podnoszony jest postulat uwzględniania w prognozach deformacji terenu górniczego zjawiska losowości procesu deformacji i błędów modelu prognostycznego. Czynniki te sprawiają, że wszystkie prognozy cechuje znaczne odstępstwo od wielkości rzeczywistych. Zgodnie z tym prognozy deformacji powinny zawierać ocenę ich odchylenia standardowego, a ponadto powinien być określony ich poziom bezpieczeństwa, definiowany jako prawdopodobieństwo nieprzekroczenia wartości prognozowanych. Oznacza to konieczność możliwie dokładnego określenia regresyjnych zależności pomiędzy wartościami obliczonymi teoretycznie a pomierzonymi oraz oszacowania wartości odchylenia standardowego wielkości prognozowanych. W rozważaniach ograniczono się do analizy ekstremalnych w czasie odkształceń poziomych, gdyż są one podstawą podziału terenu na kategorie odkształceń terenu górniczego. * ) Politechnika Śląska, Gliwice 2. Ekstremalne w czasie kierunkowe odkształcenia poziome Wprawdzie kategorie odkształceń terenu górniczego ustala się na podstawie bezwzględnie największych obliczonych ekstremalnych w czasie odkształceń głównych, jednak z uwagi na brak pomiarów odkształceń głównych wzdłuż linii pomiarowych, przedmiotem rozważań są bezwzględnie największe wartości kierunkowych odkształceń poziomych ekstremalnych w czasie, liczone dla poszczególnych boków linii pomiarowych. Dla ustalenia ekstremalnych w czasie odkształceń kierunkowych należy dysponować wykonywanymi z odpowiednią częstotliwością pomiarami zmian długości boków pomiarowych. Na rysunku 1 pokazano kolejne etapy obliczonych obniżeń, jakie by można zaobserwować wzdłuż linii pomiarowej poprowadzonej prostopadle do wybiegu ścian 1, 2, 3, natomiast na rysunku 2 pokazano liniami cienkimi kolejne etapy ujawniania się odkształceń poziomych kierunkowych, obliczonych wzdłuż linii poprowadzonej prostopadle do wybiegu ścian 1, 2, 3. Obwiednie tych odkształceń zaznaczone liniami pogrubionymi są minimalnymi (ε αteor_min ) i maksymalnymi
2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 Rys. 1. Etapy rozwoju obniżeń wzdłuż linii pomiarowej usytuowanej prostopadle do wybiegu ścian 1, 2, 3 Fig. 1. Stages of the evolution of subsidence along the measurement line located perpendicularly to the panel lengths of longwalls 1, 2 and 3 Rys. 2. Etapy ujawniania się odkształceń poziomych kierunkowych obliczonych wzdłuż linii poprowadzonej prostopadle do wybiegu ścian 1, 2, 3 Fig. 2. Stages of the exposure of directional horizontal strains calculated along the measurement line located perpendicularly to the panel lengths of longwalls 1, 2 and 3 (ε αteor_max ) wartościami odkształceń poziomych kierunkowych ekstremalnych w czasie. Bezwzględnie największe teoretyczne, ekstremalne w czasie kierunkowe wartości odkształceń poziomych (ε αteor ) uzyskamy z zależności: ε αteor =max( ε αteor_min, ε αteor_max ) (1) 3. Odkształcenia pomierzone, teoretyczne i prognozowane W pracy rozważane będą, w zależności od sposobu ich pozyskiwania, następujące rodzaje wskaźników deformacji: Bezwzględnie największe ekstremalne w czasie kierunkowe odkształcenia pomierzone ε αpom ; Bezwzględnie największe, teoretyczne, ekstremalne w czasie, kierunkowe wartości odkształceń poziomych (ε αteor ). Odkształcenia te obliczono za pomocą wzorów S. Knothego [4], przyjmując następujące stałe wartości parametrów: tgβ=2,0; B=0, 32r; a=0,8 dla górotworu nienaruszonego; a=0,85 dla górotworu naruszonego. Są to najczęściej przyjmowane parametry wzorów tej teorii; Bezwzględnie największe ekstremalne w czasie kierunkowe odkształcenia prognozowane ε progn, które określane będą z zależności ε αprogn = γ ε αteor +λσ ε (2) gdzie: γ λ λ=0, parametr wyznaczono dysponując zbiorem wartości odkształceń pomierzonych i odpowiadających im odkształceń teoretycznych minimalizując wartość wyrażenia: (ε αpom -γ ε αteor ) 2 =minimum, parametr, którego wartość zależy od przyjętego poziomu bezpieczeństwa prognozy; zakładając, że wartości odchyłek wartości pomierzonych od wartości prognozowanych spełniają warunki rozkładu normalnego, w zależności od wartości parametru λ, mamy: pomijamy w prognozie odchylenie standardowe wskaźnika deformacji, natomiast prawdopodobieństwo, że wartości pomierzone będą mniejsze od wartości prognozowanych wynosi 50 %, λ=1,0 powiększenie wartości prognozowanych o wartość 100 % odchylenia standardowego, co zapewnia
Nr 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 84 % prawdopodobieństwa, że wartości pomierzone będą mniejsze od wartości prognozowanych, λ=1,64 powiększenie wartości prognozowanych o 164 % wartości odchylenia standardowego, co zapewnia 95 % prawdopodobieństwa, że wartości pomierzone będą mniejsze od wartości prognozowanych, λ=2,24 powiększenie wartości prognozowanych o 224 % wartości odchylenia standardowego, co zapewnia 99 % prawdopodobieństwa, że wartości pomierzone będą mniejsze od wartości prognozowanych. Wartość odchylenia standardowego, charakteryzująca zbiór danych składający się n par elementów (ε αprog, ε αteor ), jest określana z zależności Tak określone odchylenie standardowe wskaźników deformacji zależeć będzie zarówno od wartości rozproszenia losowego odkształceń poziomych, jak i od błędów zastosowanego modelu prognostycznego. 4. Dane empiryczne, ustalenie zależności pomiędzy odkształceniami teoretycznymi i pomierzonymi Bazę empiryczną stanowią wyniki cyklicznych pomiarów zmian długości pomierzonych na 4 liniach obserwacyjnych. Warunki geologiczno-górnicze i wyniki pomiarów zrealizowanych na tych liniach opisano w pracy [2]. W tablicy 1 zestawiono otrzymane rezultaty pomiarów i prognoz deformacji dla analizowanych linii pomiarowych. Przedmiotem dalszej analizy był zbiór 204 par odkszatłceń pomierzonych i odpowiadających im odkształceń teoretycznych. Odkształcenia teoretyczne ε αteor charakteryzuje wartość średnia 2,94 mm/m oraz wartość maksymalna 10,12 mm/m, natomiast odkształcenia teoretyczne ε αpom charakteryzuje wartość średnia 2,34 mm/m oraz wartośc maksymalna 9,8 mm/m. Gdy zestawimy razem wszystkie pomierzone i teoretyczne ekstremalne w czasie bezwzględnie największe odkształcenia poziome wzdłuż boków linii pomiarowych (rys. 3) i przyjmiemy, że pomiędzy ich wartościami powinna zachodzić regresja liniowa (linia 1 na rys. 3) to otrzymamy następujący rezultat (3) ε αprog =0,773ε αteor (4) Zależność tę charakteryzuje odchylenie standardowe około σ ε =1,32 mm/m oraz współczynnik determinacji R 2 0,55. Współczynnik zmienności odkształceń [7] ekstremalnych wzdłuż linii osiąga wartość: M εα =σ ε /ε αmaxteor =1,32/10,12=0,13 (5) Uzyskane równanie regresji (4) jest najlepszym w sensie metody najmniejszych kwadratów estymatorem wartości pomierzonych. Stosując je, mamy 50 % prawdopodobieństwa, że wartość obserwowana nie przekroczy wartości prognozowanej ε αpprog. Widzimy zatem, że najpopularniejsze prognozy odkształceń wykonywane według zależności ε αprog =ε αteor są zawyżone średnio o 23 %, jednak charakteryzuje je znaczne odchylenie standardowe, które sprawia, że istnieje 66 % prawdopodobieństwa, iż odkształcenia pomierzone będą mniejsze od prognozowanych. 5. Zależność wartości odchylenia standardowego odkształceń obserwowanych i pomierzonych od wartości odkształceń teoretycznych W pracach [5, 6] autorzy posługują się wartością odchylenia standardowego (wartością średnią), obliczaną ze wzoru (3). Tak obliczone odchylenie standardowe jest średnią wartością charakteryzująca całą populację zmiennych losowych. W naszym przypadku σ ε =1,32 mm/m. Zachodzi pytanie (stawiał je w dyskusjach Prof. Jerzy Kwiatek), czy dla małych wartości odkształceń teoretycznych, odpowiadających I kategorii wpływów, przyjmować taką samą wartość odchylenia standardowego, jak dla dużych odkształceń V kategorii. Intuicyjnie wydaje się, że wartość odchylenia standardowego wzrasta ze wzrostem wartości wskaźników deformacji. Aby to sprawdzić, ponownie posłużono się danymi przedstawionymi na rysunku 3. Pierwszą czynnością było posortowanie par elementów (ε αprog, ε αteor ) według wzrastających wartości ε αteor. Następnie, korzystając z zależności (6) dla i (6,..,n-5) obliczono odchylenia standardowe σ εi : (6) Wzór (6) opisuje obliczanie odchylenia standardowego dla próby składającej się z 11 par elementów (ε αprogi, ε αteori ). Po obliczeniu odchylenia standardowego, dla okienka danych (i-5,..,i+5) następuje przesunięcie okienka danych o 1. Z uwagi na małą liczebność (11 elementów) próby, estymator odchylenia standardowego, obliczony wzorem (6), jest estymatorem obciążonym. Jeśli przyjąć, że analizowane odchyłki spełniają warunki rozkładu Gaussa, można oszacować, że wartość estymatora nieobciążonego dla takiej próby jest większa o około 3,5 % od estymatora nieobciążonego. Uzyskane wyniki wyraźnie wskazują na istnienie zależności wartości odchylenia standardowego σ εi odkształceń poziomych od wartości odkształceń teoretycznych ε αteor. Zaokrąglając uzyskane zależności w górę, możemy napisać, że odchylenie standardowe bezwzglęnie największych czasowo-ekstremalnych odkształceń poziomych kierunkowych można aproksymować wzorami (7), (8). Zależność liniowa σ εi =0,5+0,25 ε αteor (7) Dla zależności liniowej błąd średni dopasowania wynosi 0,57mm/m, natomiast współczynnik determinacji osiąga wartość R 2 =0,655. Zależność wielomianowa σ εi =0,35+0,353 ε αteor 0,014(ε αteor ) 2 (8) Dla zależności wielomianowej współczynnik determinacji osiąga nieco większą wartość R 2 =0,67. Wartość odchylenia standardowego obliczona wzorami (7), (8) jest duża, gdyż waha się w przedziale od 30 % (V kategoria) do 60 % (I kategoria) wartości teoretycznych.
4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 Tablica 1. Porównanie teoretycznych i pomierzonych odkształceń dla 4 linii pomiarowych Table 1. Comparison of theoretical and measured values of strains for 4 measurement lines Analizowana linia pomiarowa Wartości parametrów przyjęte do obliczeń tgβ a B/r Liczba boków wzdłuż linii, gdzie ekstremalne w czasie odkształ-cenie kierunkowe ε αpom >ε αteor Liczba boków, gdzie ekstremalne w czasie odkształce-nie główne ε gpom >ε gteor Liczba analizowanych boków linii pomiarowej Odchylenie standardowe σ ε KWK Chwałowice Linia 1a KWK Budryk Linia 1 KWK Marcel ul. Górnośląska KWK Marcel ul. Wyzwolenia Liczba % Liczba % mm/m 2,0 0,8 0,32 38 22 58 12 38 1,48 2,0 0,8 0,32 50 16 32 11 48 0,89 2,0 0,8 0,32 75 13 17 3 4 1,37 2,0 0,85 0,32 47 19 40 11 23 1,69 =210 =70 33 =37 17 1,32 Rys. 3. Sumaryczne zestawienie pomierzonych i teoretycznych wartości bezwzględnie największych odkształceń kierunkowych ekstremalnych w czasie dla 4 analizowanych linii pomiarowych Fig. 3. Overall combination of measured and estimated values of the absolutely largest directional strains extreme over time for 4 analyzed measurement lines
Nr 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 Rys. 4. Zależność wartości odchylenia standardowego σ εi od wartości obliczonych teoretycznie odkształceń poziomych ε αteor Fig. 4. Relation between the value of standard deviation σεi and theoretically calculated values of horizontal strains ε αteor Dla małych i bardzo małych wartości odkształceń poziomych konieczne są dalsze badania zmierzające do dokładniejszego oszacowanie odchylenia standardowego odkształceń poziomych. Wyraźnie widać, że obliczone teoretycznie wpływy dalekie są mocno zaniżone, gdyż zerowym wartościom odkształceń obliczonych odpowiadają znacznie większe od zera odkształcenia pomierzone. Jak wykazały badania autorów [1, 3], zasadnicze zmniejszenie wartości odchylenia standardowego wszystkich rodzajów wskaźników deformacji można uzyskać zmieniając sposób obliczania wpływów dalekich na przykład przez stosowanie binormalnej funkcji wpływów, uwzględniając obrzeże przez systematyczne przyjmowanie jego średniej wartości, np. d=0,05h 0, (h głębokość eksploatacji) i przyjmując nieco zwiększoną wartość parametru np.: tgβ =2,3. 6. Prognoza kategorii odkształceń poziomych z uwzględnieniem poziomu jej bezpieczeństwa Przez poziom bezpieczeństwa prognozy będziemy rozumieć prawdopodobieństwo nieprzekroczenia wartości wskaźników deformacji prognozowanych przez wartości pomierzone. Jak już wspomniano, analizowane wyniki dotyczą odkształceń kierunkowych, natomiast kategorie odkształceń terenu określane są na podstawie bezwzględnie największych czasowo-ekstremalnych odkształceń głównych (ε gprog, ε gteor), które posiadają o wiele bardziej stabilny rozkład i prawdopodobnie (brak systematycznych pomiarów odkształceń głównych wzdłuż linii pomiarowych) charakteryzuje je mniejsze odchylenie standardowe wartości pomierzonych i prognozowanych. Zatem prognoza wartości odkształceń głównych wykonana przy wykorzystaniu zależności statystycznych uzyskanych dla odkształceń kierunkowych, zawsze będzie zawierała pewien dodatkowy zapas bezpieczeństwa. Sposób wykonania prognozy bezwzględnie największych czasowo-ekstremalnych odkształceń kierunkowych z uwzględnieniem poziomu bezpieczeństwa określa wzór (2), którego parametry zostały określone w rozdziałach 4 i 5. Po podstawieniu tych parametrów do wzoru (2) i formalnej zamianie odkształceń kierunkowych ε αprog, ε αteor, na odkształcenia główne ε gprog, ε gteor, otrzymamy wzory (9) (12). Przyjmując, że odchylenie standardowe jest określone wzorem (6) (czerwone linie 3 i 4 na rysunku 3) otrzymamy wzory (11) i (12). P= 84 % poziom bezpieczeństwa prognozy ε gprog = 0,773 ε gteor +0,5+0,25 ε gteor (9) P=91 1 % 95 % poziom bezpieczeństwa prognozy ε gprog =0,773 ε gteor +1,64 (0,5+0,25 ε gteor ) (10) Podobnie stosując wzór (8) otrzymamy: P= 84% poziom bezpieczeństwa prognozy ε gprog = 0,773 ε gteor +(0,35+0,353 ε gteor -0,014( ε gteor ) 2 ) (11) 1. Gdy rozkład odchyłek jest opisywany rozkładem normalnym, wówczas prognoza średnia P=50 % powiększona o 164 % wartości odchylenia standardowego zapewnia 95 % bezpieczeństwo nieprzekroczenia wartości obserwowanych przez prognozowane. W przypadku analizowanych danych, pokazanych na rysunku 3, 91 % obserwacji było mniejszych od wartości prognozowanych.
6 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 P=91 1 % 95 % poziom bezpieczeństwa prognozy ε gprog =0,773 ε gteor +1,64 (0,35+0,353 ε gteor -0,014( ε gteor ) 2 ) (12) Wzory (9) i (10) są łatwe do zapamiętania, natomiast wzory (11) i (12) najlepiej uwzględniają zmienność odchylenia standardowego w całym przedziale analizowanych wartości ε αobl. 7. Wpływ przyjętego poziomu bezpieczeństwa prognozy na ocenę kategorii odkształceń terenu górniczego Z rysunku 5 i tablicy 2 wynika oczywisty wniosek, że zwiększenie bezpieczeństwa prognozy jest równoznaczne ze zwiększeniem samych wartości prognozowanych, co przy zachowaniu jako niezmienionych progowych wartości wskaźników określających kategorię terenu górniczego oznaczać może istotne ograniczenie dopuszczalnego zakresu eksploatacji. Szczególnie korzystne z punktu widzenia poprawienia bezpieczeństwa prognozy jest zastosowanie nieliniowej zależności (11). Zwiększając o 0,34 mm/m do 0,6 mm/m wartości obliczone ε αteor, uzyskujemy bardzo istotne zwiększenie bezpieczeństwa prognozy z P=67 % do P=84 %. Z praktycznego punktu widzenia pojawia się pytanie, w jakiej formie przedstawiać prognozę? Można rozważyć następujące przypadki: Wykonywać prognozę kategorii w sposób dotychczasowy, czyli ε gprog = ε gteor (tgβ=2,0; B/r=0,32; a=0,8; P=66 %) osobiście jestem za tym rozwiązaniem, gdyż według niego ustalono wszystkie dotychczasowe dokumenty dopuszczające eksploatację górniczą; Przedstawić prognozę średnich wartości kategorii odkształceń, czyli ε gprog = 0,773 ε gteor, (P=50 %) i dołączyć do niej szacunkową ocenę odchylenia standardowego (np. według wzoru (8)). Na podstawie tych danych można sporządzić prognozę z dowolnie założonym poziomem bezpieczeństwa; Wykonywać prognozę opierając się na wzorach (9) (12), czyli wartość średnią powiększać o 100% lub 164% wartości odchylenia standardowego. Sposób drugi i trzeci w praktyce oznacza znaczne zwiększenie wartości prognozowanych, nawet o jedną kategorię odkształceń, co ma określone skutki prawne. Uważam, że wraz z żądaniem sporządzania prognoz z założonym odpowiednio wysokim poziomem bezpieczeństwa i żądaniem, by tak prognozowane deformacje nie przekraczały ustalonych w przeszłości kategorii wpływów, konieczne jest podwyższenie progów określających granice kategorii wpływów. W przeciwnym przypadku, niejako w biegu zmienilibyśmy reguły gry dotyczące dopuszczania eksploatacji górniczej. 8. Podsumowanie Zasadniczym rezultatem niniejszej pracy jest określenie regresyjnej zależności, wiążącej obliczone i obserwowane, bezwzględnie największe ekstremalne w czasie odkształcenia kierunków oraz ustalenie dla tej zależności wzoru, pozwalającego na oszacowanie zależności odchylenia standardowego od wartości obliczonych teoretycznie odkształceń poziomych. Pozwoliło to na określenie wzorów, umożliwiających sporządzenie prognozy kategorii odkształceń poziomych z przyjętym poziomem bezpieczeństwa, określanego jako prawdopodo- Rys. 5. Wykresy zależności pomiędzy odkształceniami teoretycznymi i wielkościami prognozowanymi z uwzględnieniem różnych poziomów bezpieczeństwa prognoz Fig. 5. Graphs showing the relation between theoretical deformations and the predicted values for different levels of the prognosis safety
Nr 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 Tablica 2. Zestawienie wartości progowych kategorii odkształceń obliczonych teoretycznie ε gteor i odpowiadających im odkształceń prognozowanych ε gprog dla różnych poziomów bezpieczeństwa prognozy. Table 2. Threshold values of deformation categories calculated theoretically εgteor and their correspondingly predicted values of deformations εgprog for different levels of prognosis safety ε gprog = ε gteor B/ r=0,32 (E. Popiołek) P=67%) ε gprog =0.773ε gteor (P=50%) ε gprog = 0,773ε gteor +(0,5+0,25 ε gteor ) (P=84%) ε gprog =0,773ε gteor +1,64(0,5+0,25 ε gteor ) (P=91 1 % * 95%) ε gteor =1,25ε gteor B/r=0,4) (P=80% ) ε gprog = 0,773 ε gteor +0,35 +0,353ε gteor -0,014 2 ε gteor (P=84%) ε gprog = 0,773 ε gtor +1,64(0,35 +0.,53ε gteor -0,014 2 ε gteor ) (P=90 1 % * 95%) wzór (4) wzór (9) wzór (10) wzór (11) wzór (12) 0 0 0,50 0,98 0 0,35 0,57 0,30 0,23 0,81 1,17 0,38 0,69 0,75 1,50 1,16 2,03 2,59 1,88 2,01 2,33 3,00 2,32 3,57 4,37 3,75 3,60 4,20 6,00 4,64 6,64 7,92 7,50 6,60 7,63 9,00 6,96 9,71 11,47 11,25 9,35 10,66 bieństwo nieprzekroczenia wartości prognozowanych przez wartości obserwowane. Dotychczasowy sposób prognozowania kategorii odkształceń sprawia, że prawdopodobieństwo nieprzekroczenia wartości prognozowanych przez rzeczywiste wynosi około 66 % dla prognoz wykonywanych z przyjęciem B=0,32r [5, 6] i około 80 %, gdy prognozę wykonujemy, przyjmując B=0,4r. Zwiększenie bezpieczeństwa prognozy jest równoznaczne ze zwiększeniem samych wartości prognozowanych, co przy zachowaniu, jako niezmienionych progowych wartości wskaźników określających kategorię terenu górniczego oznaczać może istotne ograniczenie dopuszczalnego zakresu eksploatacji. Dlatego, zdaniem autora, wraz z żądaniem sporządzania prognoz z odpowiednio wysokim poziomem bezpieczeństwa, konieczne jest podwyższenie progów, określających granice kategorii wpływów i nazwanie ich progami kategorii, ustalonymi dla poziomu bezpieczeństwa 85 % lub 95 %. Należy dążyć do zmniejszenia błędów średnich prognoz deformacji przez lepszy dobór parametrów teorii, lepszy opis wpływów dalekich i uwzględnianie obrzeża. Literatura 1. Białek J.: Algorytmy i programy komputerowe do prognozowania deformacji terenu górniczego. Gliwice Wyd. Politechniki Śląskiej 2003. 2. Białek J.: Prognozowane i pomierzone ekstremalne w czasie odkształcenia poziome. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 7/2010, s. 3 9. 3. Białek J., Mierzejowska A.: Oszacowanie dokładności parametrów tgb, Aobr, a, wyznaczonych na podstawie pomiarów niepełnych niecek obniżeniowych. Przegląd Górniczy nr 08/2012, s 180 184. 4. Knothe S.: Równanie profilu ostatecznie wykształconej niecki osiadania. Archiwum Górnictwa i Hutnictwa t.i z.1 1953. 5. Ostrowski J.: Deformacje powierzchni a zagrożenie uszkodzeniami budynków na terenach górniczych w ujęciu probabilistycznym. Kraków Uczelniane Wydawnictwa Naukowo-Dydaktyczne AGH 2006. 6. Popiołek E.: Ochrona terenów górniczych. Kraków Wydawnictwo AGH 2009.
8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 UKD 622.33: 622.624.044: 502.7 Wpływ własności reologicznych górotworu oraz kierunku eksploatacji na kształt nieustalonych niecek obniżeniowych Impact of rheological properties of rock mass and direction of exploitation on the shape of transient subsidence troughs Prof. dr hab. inż. Jan Białek * ) Treść: Zgodnie z dotychczasowymi poglądami, kształt ustalonych niecek obniżeniowych, zarówno w rejonie rozruchu ściany, jak i w rejonie jej zakończenia, jest identyczny, natomiast znacznie mniejsze (15 % 35 %) maksymalne nachylenie nieustalonych niecek obniżeniowych w rejonie postępującego frontu ścianowego przypisuje się w całości reologicznym własnościom górotworu. Stwierdzone pomiarami przyrosty obniżeń po zatrzymaniu frontu ścianowego są bardzo małe i nie uzasadniają tak dużego wpływu reologicznych własności górotworu na kształt nieustalonych niecek obniżeniowych. Zdaniem autora, obserwowana istotna różnica kształtu niecek nieustalonych nad postępującym frontem ścianowym w porównaniu z kształtem niecek ustalonych w rejonie rozruchu frontu ścianowego jest spowodowana asymetrią kształtu niecek ustalonych (końcowych, asymptotycznych), polegającą na znacznie większym nachyleniu jej zboczy w rejonie rozruchu ścian niż w rejonie zatrzymania ściany. Abstract: Consistent with previous opinions, the shape of a complete subsidence trough, in the region that the exploitation was both started and finished, is the same, however, significantly lower (15% - 35%) is the maximal inclination of the subsidence trough in the region of progressing longwalls advance which is attributed in all to the rheological properties of the rock mass. Observed by measurements, the rise in subsidence values after stopping the exploitation is very small and do not justify such an intense impact of rheological properties of the rock mass on the shape of transient subsidence troughs. In the author s opinion, the significant difference of the shape of transient subsidence troughs over the progressing longwall face in comparison to the shape of final troughs in the region of starting the exploitation is caused by asymmetry of the shape of the complete troughs (final, asymptotic) with significantly higher inclinations of its slopes in the region of starting the exploitation than in the region of finishing the exploitation. Słowa kluczowe: deformacje terenu górniczego, bezpieczeństwo prognozy deformacji Key words: mining area deformations, deformation prognosis safety 1. Wprowadzenie Bardzo ważnym praktycznym zagadnieniem z zakresu prognozowania deformacji terenu górniczego jest opis wpływów z uwzględnieniem czynnika czasu. Jego znajomość jest konieczna z następujących powodów: obserwacje geodezyjne realizowane w kolejnych cyklach pomiarowych dają obraz niecki w różnych fazach jej rozwoju, dlatego, by móc porównać obserwacje z wynikami obliczeń prognostycznych, musimy umieć opisywać obniżenia na dowolnym etapie ich rozwoju, szkodliwość wpływów na obiekty budowlane oceniamy w oparciu o obliczone (rzadziej pomierzone) ekstremalne w czasie odkształcenia poziome lub (i) krzywizny profilu pionowego, co wymaga przeanalizowania wszystkich etapów rozwoju niecek obniżeniowych w czasie. Zasadnicze znaczenie dla opisu nieustalonych niecek obniżeniowych ma równanie różniczkowe (1), zaproponowane Artykuł powstał w ramach pracy naukowo-badawczej NN 524341940, realizowanej w Instytucie Eksploatacji Złóż Politechniki Śląskiej * ) Politechnika Śląska, Gliwice przez S. Knothego [6]. Zgodnie z tym równaniem, prędkość obniżeń w chwili t jest proporcjonalna do wartości parametru c oraz do różnicy pomiędzy obniżeniem w(t,..) zaistniałym w chwili t i obniżeniem w k (t,..), które można określić jako potencjalnie możliwe obniżenie w chwili t, czyli takie, jakie by wystąpiło, gdyby proces obniżenia przebiegał bez opóźnienia w czasie gdzie: c [1/czas] współczynnik prędkości obniżeń, zwany również współczynnikiem czasu. Jedną z postaci rozwiązania równania różniczkowego(1) jest wzór (2): Czas τ to czas eksploatowania elementu powierzchni ds, które potencjalnie (gdyby obniżenie przebiegało bez opóź- (1) (2)
Nr 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 nienia w czasie) spowodowałoby przyrost obniżenia dw k (τ). Występująca we wzorze (2) funkcja (3) F(t τ) = [1 exp( c(t τ))] (3) bywa nazywana funkcją czasu. Zauważmy, że opis za pomocą wzorów (2), (3) wykazuje pełną analogię do opisu procesu pełzania za pomocą modelu Kelvina. Parametr c reprezentuje tu reologiczne (lepkie) własności górotworu. Dodajmy, że funkcja czasu F(t-τ) była wielokrotnie modyfikowana i rozszerzana przez różnych autorów. Generalnie obniżenie w czasie można opisać ogólnym wzorem Stosowanie modelu Kelvina (3) w roli funkcji czasu, sprawia, że dla c=const, ze wzrostem prędkości eksploatacji kształt profili niecek obniżeniowych obliczonych przy pomocy wzoru (3) jest coraz bardziej płaski [7, 8]. Dla zredukowania niezaobserwowanego w praktyce wpływu prędkości eksploatacji na kształt niecki obniżeniowej, autor [1] zaproponował stosowanie funkcji czasu o postaci (5), zaimplementowanej w programach komputerowych [2] (4) F(t τ) = 1 exp{ C 1 (t τ) C 2 )[w k (t) w k (τ)]} (5) Innym sposobem zredukowania wpływu postępu frontu ścianowego na kształt niecki obniżeniowej jest zastosowanie takiej postaci funkcji czasu F(t- τ), w której przyjmuje się, że część wpływów ujawnia się w sposób natychmiastowy lub bardzo szybko. Odpowiada to stosowaniu modelu Standard [14] lub liniowej kombinacji modeli Kelvina. Przykładowo J. Kowalska-Kwiatek [10], wzorując się na pracy A. Kowalskiego [9], do opisu propagacji obniżeń terenu górniczego w czasie zastosowała funkcję (6) F(t τ) = 1 a 1 exp[ c 1 (t τ)] a 2 [c 2 (t τ)] (6) gdzie: a 1, a 2, c 1, c 2 parametry funkcji wyznaczane z obserwacji. Na rysunku 1 pokazano obniżenia w(t) zaistniałe w chwilach t oraz odpowiadające im potencjalnie możliwe obniżenia w k (t). Trzeba podkreślić, że obniżenie w k (t) jest fizycznie możliwe do zmierzenia jedynie dla czasu t z, odpowiadającego zatrzymaniu frontu ścianowego. Dzieje się tak, gdyż po czasie t z nie zmieniają się rozmiary pola ścianowego, więc po odczekaniu dostatecznie długiego czasu możemy zmierzyć obniżenia końcowe w k, odpowiadające obniżeniom potencjalnie możliwym w k (t z ). Dla czasu 0<t<t z, kiedy jest prowadzona eksploatacja górnicza, obniżenie w (t) można jedynie odtwarzać (reprognozować) opierając się na znajomości zależności kształtu profilu k ustalonej niecki od rozmiarów i kształtu eksploatacji górniczej. Najbardziej istotnym elementem rysunku 1, który powstał w wyniku symulacji komputerowej z zastosowaniem wzoru (2), jest domniemane podobieństwo profilu końcowego w k w rejonie rozruchu ściany z profilem w rejonie zakończenia ściany. Podobieństwo to wynika z przyjmowania stałych, niezmiennych w czasie parametrów teorii wpływów tgβ, a i parametru obrzeża d, stosowanych do opisu profilu końcowego w k. To domniemane podobieństwo obydwu skrzydeł niecki ustalonej wynika z braku obserwacji, które pokazywałyby jednocześnie obniżenia końcowe w rejonie rozruchu i zatrzymania ściany z zachowaniem warunków podobieństwa obserwacji na obydwu skrzydłach tych niecek. Nieliczne, istniejące obserwacje nie pozwalają na bezpośrednie porównywanie profili niecek z rejonu rozruchu z profilami niecek w rejonie zakończenia biegu ściany. Jest to spowodowane tym, że w przypadku długich wybiegów ścian ujawnia się wpływ wielu czynników, zmieniających kształt profilu obserwowanych obniżeń. Są to zmiany głębokości eksploatowanego pokładu, zmiany miąższości, zmiany nachylenia pokładu, zmienne oddziaływanie zrobów w pokładach sąsiednich oraz zmieniające się względem osi symetrii pola ścianowego położenie linii obserwacyjnych. Częściową redukcję wpływu czynników zaburzających, uzyskujemy, analizując wyznaczone z pomiarów wartości parametru tgβ. Bardzo dokładne badania autorów [3, 11] pokazały, że wartość parametru tgβ, wyznaczona w rejonie rozruchu ściany, jest większa niż w rejonie zakończenia eksploatacji. Przyjmując, że kształt profilu w k (t,..) w rejonie postępującego frontu ścianowego i w rejonie zatrzymania ściany jest opisywany przez parametry tgβ, a i parametr obrzeża d, wyznaczone w oparciu o profil końcowy w rejonie rozruchu ściany, uzyskujemy zgodnie z wynikami obserwacji dużą Rys. 1. Teoretyczny obraz rozwoju niecki obniżeniowej wg [1] (uwzględniono obrzeże) Fig. 1. Theoretical image of subsidence trough progress acc. [1] (including border)
10 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 różnicę obniżeń [w k (t,..)-w(t,..)] co sprawia, że wyznaczona wartość współczynnika prędkości obniżeń c [1/czas] jest bardzo mocno zaniżona. Co z tego wynika? Zaniżona wartość współczynnika prędkości obniżeń c [1/czas] oznacza relatywnie długi (niepotwierdzony pomiarami) czas trwania ruchów górotworu po zatrzymaniu eksploatacji. Prognozowane deformacje końcowe (residualne) po zakończeniu eksploatacji są bardzo mocno zawyżone w stosunku do deformacji rzeczywistych. Przyjmując zaniżone wartości współczynnika prędkości obniżeń c [1/czas] do wzoru (2) uzyskujemy kształty profili teoretycznych bardzo silnie uzależnione od prędkości postępu frontu ścianowego, czego nie potwierdzają pomiary geodezyjne. 2. Nieustalone i ustalone niecki obniżeniowe w świetle wyników obserwacji 2.1. Obserwacje obniżeń linii pomiarowych w rejonie rozruchu ściany i ustalonego biegu ściany Na rysunkach 2 i 3 przedstawiono wielokrotnie cytowane przez polskich badaczy wyniki obserwacji obniżeń linii obserwacyjnej usytuowanej nad ścianą 4a w pokładzie 326/5 kopalni Dębieńsko. Pokazano je jako typowy przykład wyników obserwacji obniżeń terenu górniczego w czasie. Obniżenia te były mierzone w odstępach 10-dniowych. Powyższe wyniki bardzo dobrze pokazują fazę rozruchu opisywaną przez cykle 5 9, fazę ustalonego biegu ściany Rys. 2. Przykład obniżeń powierzchni terenu zaobserwowanych na nad ścianą 4a w pokładzie 326/5 KWK Dębieńsko Fig. 2. Example of ground subsidence observed above the longwall 4a in the seam 326/5 at KWK Dębieńsko Rys. 3. Pomierzone obniżenia w 12. cyklu z naniesionymi nachyleniami poszczególnych odcinków linii pomiarowej Fig. 3. Measured subsidence in the 12th observation cycle with drifted values of inclination of the particular measurement line sections
Nr 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 opisywaną przez cykle 10 14 oraz stan końcowy, asymptotyczny opisywany przez cykl 20. Należy zwrócić uwagę na następujące charakterystyczne cechy zaobserwowanych niecek: nieomal zupełne podobieństwo kształtów niecek zaobserwowanych w cyklach pomiarowych 0 14, pomimo, że postęp ściany 4a istotnie różnił się (nawet dwukrotnie) w czasie wykonywania kolejnych cykli pomiarowych, maksymalne nachylenia zbocza niecki obniżeniowej w rejonie rozruchu ściany (lewa strona wykresów) są znacznie większe niż maksymalne deformacje obserwowane w rejonie prawych stron wykresów opisujących nieustalone niecki obniżeniowe. Widać to wyraźnie na rysunku 2, który pokazuje obniżenia w 12. cyklu obserwacji oraz wynikające z tych obniżeń nachylenia. Powyższe spostrzeżenia zostały bardzo dobrze udokumentowane przez B. Skinderowicza [12], który analizując 12 linii obserwacyjnych, poprowadzonych wzdłuż wybiegu pól ścianowych, stwierdza, że niezależnie od prędkości postępu frontu ścianowego maksymalne nachylenie niecek dynamicznych w fazie ustalonego biegu stanowi od 54 % do 75 % maksymalnego nachylenia zbocza niecki statycznej obserwowanego w rejonie rozpoczęcia ściany. 2.2. Obserwacje przyrostu obniżeń od chwili zatrzymania frontu ścianowego W pracy [4] autorzy analizowali zmiany w kształcie profili niecek po zatrzymaniu eksploatacji. Analizowane były linie obserwacyjne poprowadzone wzdłuż wybiegu następujących ścian: B-2 w pokładzie 338/ 2 kopalni Budryk, N-1 w pokładzie 417/ 1 kopalni Jankowice i nr 6 w pokładzie 415/ 1 kopalni Halemba. Eksploatacja tych ścian była prowadzona w odmianie podłużnej na głębokości od 310 do 600 m. Są to jedne z nielicznych pomiarów, gdzie uchwycono zarówno moment zatrzymania ściany, jak i dokonano dalszych pomiarów, które pozwoliły na określenie profilu ustalonego niecki obniżeniowej zarówno w rejonie rozruchu ściany, jak i rejonie zakończenia biegu ściany. Na rysunku 4 przykładowo pokazano zmiany profilu niecki pomierzone na linii 8 kopalni Budryk w dniu zatrzymania ściany B-2w pokładzie 338/ 2 oraz po trzech miesiącach od zakończenia eksploatacji (przyjęty za profil niecki statycznej). Na podstawie przedstawionych w tej pracy wyników pomiarów zmian kształtu profili niecek po zakończeniu eksploatacji ścian, można stwierdzić, że: Maksymalne przyrosty obniżeń Δw max od zakończenia eksploatacji do czasu ukształtowania się niecki końcowej, liczone jako część maksymalnego obniżenia w max, zarejestrowanego w niecce końcowej na danej linii, stanowią: w przypadku linii 8 kopalni Budryk 4,8 %, w przypadku linii 1B kopalni Jankowice 4,4 %. w przypadku linii nad ścianą 6 w pokładzie 415/1 kopalni Halemba około 4,0 %. Kilkuprocentowym (w stosunku do w max ) przyrostom obniżeń Δw max odpowiadał < 7% przyrost nachyleń w rejonie zatrzymania analizowanych ścian. Dodać trzeba, że powyższe rezultaty są zgodne z opisywanymi w [14] przez badaczy angielskich oraz z analogicznymi rezultatami uzyskanymi przez A. Kowalskiego [9] dla pomiarów zrealizowanych na kopalni Staszic. Cytowane kilkuprocentowe przyrosty obniżeń zostały zmierzone w okresie od 3 do 4 miesięcy od chwili zatrzymania eksploatacji. Zakończenie pomiarów na analizowanych liniach było wymuszane faktem rozpoczęcia eksploatacji kolejnych pól ścianowych w pobliżu linii pomiarowych, co uniemożliwiało dalszą obserwację obniżeń resztkowych. Dodać trzeba, że w kolejnych cyklach pomiarowych po zatrzymaniu ścian obserwowano sukcesywne szybkie zmniejszanie przyrostów obniżeń, co pozwala sądzić, że po dostatecznie długim czasie nastąpiłby dodatkowy przyrost obniżeń o szacowanej wartości < 2% w max. Stąd wniosek, że: Obserwowany przyrost obniżeń po zatrzymaniu frontu ścianowego jest bardzo mały. Największe przyrosty obniżeń występują w rejonie krawędzi zatrzymanego frontu ścianowego. Mierzone przyrosty obniżeń nie przekraczają 7 % do Rys. 4. Profile niecki pomierzone na linii 8 kopalni Budryk w dniu zatrzymania ściany B-2 w pokładzie 338/ 2 oraz po trzech miesiącach od zakończenia eksploatacji (przyjęty za profil niecki statycznej) Fig. 4. Subsidence trough profiles measured on line 8 at KWK Budryk in the day of stopping the exploitation of longwall B-2 in the seam 338/2 and after three months since the exploitation was finished (assumed as a static trough profile)
12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 10 % wartości zaobserwowanych maksymalnych obniżeń na analizowanej linii obserwacyjnej. Podobnie nieduże są zmiany nachyleń po zatrzymaniu frontu ścianowego. 3. Wpływ własności reologicznych górotworu i kierunku eksploatacji na kształt nieustalonych niecek obniżeniowych Z rozważań przedstawionych w rozdziale 2 wyłania się zmodyfikowany obraz obniżeń zilustrowany na rysunku 5, gdzie pokazano: linią czarną (1) profil niecki nieustalonej w chwili zatrzymania frontu ścianowego, linią zieloną (3) asymetryczny profil niecki ustalonej. Zgodnie z badaniami R. Mielimąki [11] nad rejonem ukończenia ściany, profil (3) jest łagodniejszy niż w rejonie rozruchu, a jak wynika z rozdziału 2.2 występuje bardzo mały (potwierdzony pomiarami) przyrost obniżeń po zatrzymaniu eksploatacji, linią czerwoną przerywaną (2) symetryczny profil ustalony zgodny z dotychczasowymi poglądami. Występuje tu duża (niepotwierdzona pomiarami) różnica obniżeń pomiędzy niecką ustaloną (2) a nieustaloną (1). Niecka 3 jest wynikiem postępujących w czasie obniżeń nieustalonej niecki 1, po zatrzymaniu frontu ścianowego. Zgodnie z wynikami obserwacji, pokazanymi w rozdziale 2.2, maksymalny przyrost obniżeń jest bardzo mały (około 7% w max ) i można uznać, że odpowiada on reologicznym (lepkim) własnościom górotworu. Istotna różnica kształtu niecki nieustalonej w rejonie frontu ścianowego w porównaniu do kształtu w rejonie rozruchu ściany jest spowodowana różnicą kształtu profili końcowych w k w rejonie rozruchu i w rejonie zakończenia ściany. Asymetrię ustalonego profilu 2 należy uzasadniać różniącymi się od siebie przebiegami w czasie deformacji w rejonie rozruchu ściany, w rejonie biegu ściany i w rejonie jej zakończenia oraz nieliniowością zjawiska sumowania wpływów, spowodowaną plastycznymi i kruchymi własnościami skał oraz ich trwałymi zmianami objętościowymi, które sprawiają, że kierunek i kolejność eksploatacji ma wpływ na kształt ustalonych niecek obniżeniowych. Z uwagi na bardzo mały przyrost obniżeń, występujący po zatrzymaniu eksploatacji, w większości prognoz możemy pomijać czynnik reologiczny, przyjmując, że wpływy ujawniają się w sposób natychmiastowy. Widać zatem, że jeśli pominiemy wpływ czynnika reologicznego, to dokładność opisu niecek nieustalonych w zasadniczy sposób zależy od dokładności opisu obniżeń z uwzględnieniem wpływu kierunku eksploatacji i kolejności wybierania poszczególnych pól ścianowych. Propozycje takiego opisu podali autorzy prac [3, 11, 16]. Dalsze prace z tego zakresu są prowadzone w Zakładzie Geodezji i Ochrony Terenów Górniczych Politechniki Śląskiej w ramach pracy badawczej NN 524341940. Ważnymi przypadkami, gdzie trzeba uwzględnić czynnik reologiczny, są prognozy wpływów zakończonej eksploatacji oraz analizy wyników obserwacji, których celem jest dokładniejszy opis zjawiska deformacji górotworu. Konieczna jest wtedy znajomość wartości parametrów zastosowanej funkcji czasu. W przypadku stosowania funkcji czasu (6) trzeba wyznaczyć parametry a 1, c 1, a 2, c 2, co wymaga bardzo dokładnej analizy następujących pomiarów obniżeń w rejonie zatrzymania frontu ścianowego: pomiarów profilu końcowego w rejonie zatrzymania ściany jest konieczny do numerycznego odtworzenia funkcji w k (t), pomiarów obniżeń pojedynczych punktów, prowadzonych z dużą częstotliwością, wykonanych w okresach zatrzymania frontu ściany i ponownego rozruchu pomiary takie umożliwią ustalenie jaka część wpływów ujawnia się w sposób natychmiastowy i (lub) bardzo szybki, pomiarów obniżeń punktów, pokazujących zmiany obniżeń po ostatecznym zatrzymaniu ściany, prowadzonych aż do wygaśnięcia ruchów górotworu pomiary takie pozwalają na wyznaczenie parametrów opisujących wpływy długotrwałe. W pracy [13] V. Sokoła-Szewioła i J. Kowalska-Kwiatek, analizując wpływy eksploatacji ścianowej prowadzonej na głębokości 1000 m, uzyskały następujące wartości parametrów funkcji czasu (6): a 1 =0,67, c 1 =190 [1/rok], a 2 =0,26, c 2 =7,11 [1/rok]. Oznacza to, że wpływy natychmiastowe stanowią tu 7 % wpływów całkowitych, wpływy ujawniane bardzo szybko stanowią 67 % wpływów całkowitych, zaś wpływy długotrwałe stanowią 26 % wpływów całkowitych, Rys. 5. Profile obniżeń w chwili zatrzymania frontu ścianowego (niecka nieustalona) i po zakończeniu ruchów górotworu Fig. 5. Subsidence trough profiles in the moment of stopping the exploitation (transient trough) and after ending the rock mass movements
Nr 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 zaś 97 % wpływów krótkotrwałych ujawnia się w okresie około 7 dni, podobnie 97 % wpływów długotrwałych ujawni się w okresie ½ roku. 4. Podsumowanie Analiza pomiarów wykazuje, że po zatrzymaniu frontów ścianowych występują relatywnie bardzo małe przyrosty obniżeń, świadczące o małym wpływie czynnika reologicznego na kształtowanie się nieustalonych niecek obniżeniowych. Większość wpływów (>70 %) to wpływy natychmiastowe i krótkotrwałe. Obserwowane znacznie łagodniejsze zbocza niecek nieustalonych, występujących nad postępującymi frontami ścianowymi, w porównaniu do zboczy niecek ustalonych nad rejonami rozruchu są spowodowane nieliniowymi efektami, towarzyszącymi procesowi deformacji wskutek prowadzonej eksploatacji ścianowej. Ostatecznie, po zatrzymaniu eksploatacji, wykształca się ustalona niecka obniżeniowa, w której, jak wykazały badania autorów [3], [11], maksymalne nachylenia zbocza nad rejonem rozruchu są znacznie większe niż maksymalne nachylenia zbocza nad rejonem zakończenia eksploatacji. Z uwagi na bardzo mały udział czynnika reologicznego w kształtowaniu się procesu deformacji, problem opisu nieustalonych niecek obniżeniowych to w głównej mierze problem opisu niecek ustalonych z uwzględnieniem wpływu kierunku i kolejności eksploatacji na ich kształt. Literatura 1. Białek J.: Opis nieustalonej fazy obniżeń terenu górniczego z uwzględnieniem asymetrii wpływów końcowych. Zeszyty Naukowe Pol. Śl. 1991 s. Górnictwo z. 194. 2. Białek J.: Algorytmy i programy komputerowe do prognozowania deformacji terenu górniczego. Gliwice Wydawnictwo Politechniki Śląskiej 2003. 3. Białek J., Mielimąka R.: Influence of working direction shape of subsidence trough in view of gedesic observations and numerical modelling. Proceedings of XII International Congress of International Society for Mine Surveying. Fuxin Beijing, China 2004. 4. Białek J., Mielimąka R.: Zmiana kształtu profilu podłużnego niecki obniżeniowej po zakończeniu eksploatacji ścianowej w świetle obserwacji geodezyjnych. Przegląd Górniczy nr 10/2010, s. 78 83. 5. Białek J., Sokoła-Szewioła V.: Krótkookresowa aproksymacja zaobserwowanych obniżeń punktu terenu górniczego. Przegląd Górniczy nr 8/2012, s. 148 153. 6. Knothe S.: Wpływ czasu na kształtowanie się niecki osiadania. Archiwum Górnictwa i Hutnictwa 1953 t. I z.1, s. 51 62. 7. Drzęźla B., Białek J., Gołaszewski A.: Maksymalne wartości deformacji oraz prędkości i przyśpieszenia ich przyrostu w przypadku płaskim, dynamicznej niecki osiadania. Ochrona Terenów Górniczych 1980 nr 53. 8. Dżegniuk B., Sroka A.: Prędkość postępu frontu eksploatacji górniczej a proces deformacji górotworu i powierzchni. Mat. na konf. nt. Wpływ prędkości eksploatacji na ochronę obiektów na powierzchni. Komisja Ochrony Terenów Górniczych PAN. Katowice 1978. 9. Kowalski A.: Nieustalone górnicze deformacje powierzchni w aspekcie dokładności prognoz. Prace Naukowe GIG nr 871. Katowice 2007. 10. Kowalska-Kwiatek J.: Opis nieustalonych niecek obniżeniowych ze szczególnym uwzględnieniem wczesnego stadium ich rozwoju. Praca doktorska niepublikowana. Gliwice 2008. 11. Mielimąka R.: Wpływ kolejności i kierunku eksploatacji prowadzonej frontami ścianowymi na deformacje terenu górniczego. Gliwice Wydawnictwo Politechniki Śląskiej 2009. 12. Skinderowicz B.: Wpływ czasu na kształtowanie się dynamicznych niecek osiadania. Praca GIG, Komunikat nr 666. Katowice 1974. 13. Sokoła-Szewioła V., Kowalska-Kwiatek J.: Kompleksowa metoda wyznaczania parametrów modelu opisującego obniżenia terenu górniczego w czasie. Przegląd Górniczy nr 3/2013, s. 142 148. 14. Ścigała R.: Przemieszczenia i odkształcenia poziome terenu górniczego w funkcji czasu. Praca doktorska [niepublik]. Gliwice 1999. 15. Subsidence Engineer s Handbook. London National Coal Board 1975. 16. Wesołowski M.: Zastosowanie liniowego ośrodka transwersalnie izotropowego do modelowania deformacji terenu górniczego. Gliwice Wydawnictwo Politechniki Śląskiej 2013.
14 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 UKD 622.33: 501.7: 622.1: 528.48 Problem układu odniesienia dla sieci geodezyjnej w monitorowaniu deformacji terenów górniczych Problem of the reference frame for geodetic network in the process of monitoring the mining area deformations Prof. dr hab. inż. Stefan Cacoń** ) dr inż. SJan Blachowski* ) dr inż. Wojciech Milczarek* ) Treść: Stałość układu odniesienia w sieci geodezyjnej do badania deformacji jest jednym z najważniejszych czynników mających wpływ na wiarygodność rezultatów epokowych pomiarów. Problem ten nabiera szczególnego znaczenia w monitorowaniu deformacji terenów i obiektów górniczych, realizowanych w długim okresie. W niniejszym opracowaniu przedstawiono probabilistyczną analizę czynników reprezentujących przestrzeń i czas, przykłady usterek w organizacji przedmiotowych badań, zalety techniki satelitarnej GPS/GNSS oraz projekt systemu geoinformacyjnej bazy danych dla okresowych pomiarów deformacji terenów górniczych. Abstract: Stability of the reference frame in a geodetic network for deformation studies is one of the most important factors which affect the integrity of the epoch measurement results. This problem is more serious in the long-term deformation monitoring of mining areas and objects. This paper presents a probabilistic analysis of factors representing space and time, examples of faults in organization of such studies, advantages of the GPS/GNSS satellite technique and a project of a geoinformational database system for periodical measurements of mining areas deformations. Słowa kluczowe: deformacja terenów i obiektów górniczych, pomiary Key words: deformation of mining areas and objects, measurements 1. Wprowadzenie Wiarygodność rezultatów pomiarów deformacji terenów górniczych i pogórniczych ma istotne znaczenie dla oceny zagrożenia obiektów inżynierskich na tych terenach. Problem ten nabiera szczególnej wagi w trakcie dochodzenia przyczyn katastrof (znanych z literatury światowej i w Polsce), którymi obciążani są również ludzie. Jedna z takich katastrof miała miejsce na zaporze Wartowice zbiornika odpadów poflotacyjnych miedzi w Iwinach (1969), za którą odpowiedzialność ponieśli także geodeci realizujący pomiary kontrolne na tej zaporze. W opracowaniu przedstawiono problem stałości układu odniesienia w sieci badawczej jako jeden z najważniejszych * ) Instytut Górnictwa, Politechnika Wrocławska ** ) Instytut Geodezji i Geoinformatyki, Uniwersytet Przyrodniczy we Wrocławiu czynników mających wpływ na wiarygodne monitorowanie deformacji. W rozważaniach na temat wiarygodności rezultatów pomiarów deformacji równie ważnym jest moment rozpoczynania pomiarów w stosunku do uruchomienia prac inwestycyjnych na obiekcie. Zagadnienie to ma związek z koniecznością odnoszenia rezultatów do nienaruszonego jeszcze stanu geometrycznego powierzchni górotworu. Często jednak spóźniony moment rozpoczęcia pomiarów ma wpływ na obniżoną wartość specjalistycznych interpretacji przemieszczeń i odkształceń obiektu. Na przykładzie dwóch obiektów scharakteryzowano usterki w organizacji przedmiotowych badań ze szczególnym uwzględnieniem układu odniesienia w sieciach badawczych. Wskazano również na zalety zastosowania pomiarów satelitarnych GPS/GNSS w lokalizowaniu punktów odniesienia dla zespołu punktów kontrolowanych na monitorowanym obiekcie, a także możliwość wykorzystania punktów sieci AGS-EUPOS do pomiarów deformacji na
Nr 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 terenach górniczych. Przedstawiono także projekt systemu geoinformacyjnego epokowych pomiarów deformacji terenów górniczych jako ważny element wiarygodnego pozyskiwania rezultatów w długim czasowo cyklu eksploatacji obiektu. 2. Problem stałości punktów odniesienia w relacji do wiarygodności rezultatów pomiarów deformacji W pomiarach deformacji, jako zjawiska zachodzącego w czasoprzestrzeni, można wyróżnić czynniki charakteryzujące przestrzeń (lokalizacja punktów, stabilizacja punktów, stałość układu odniesienia, dokładność pomiarów) i czas (moment rozpoczęcia pomiarów, czasokres między pomiarami, czasokres wykonania pomiarów, czasokres opracowania wyników). W graficznym ujęciu współzależność tych czynników na wiarygodność pomiarów deformacji przedstawia rysunek 1. Analizę czynników uznanych jako zdarzenia losowe przedstawił Cacoń [3] bazując na teorii niezawodności [9]. W pracy tej zaproponowano również mierniki trzech stopni wiarygodności pomiarów deformacji bazujące na probabilistycznej ocenie poszczególnych czynników przestrzennych i czasowych. Wiarygodność W i każdego elementu (czynnika) układu wyraża się prawdopodobieństwem P nieprzekroczenia przez dopuszczalnej wartości W i = P δ i δ igr = 0 δigr φi (δ i )dδ i (1) gdzie: φ i (δ i ) funkcja gęstości prawdopodobieństwa zmiennej δ i. Całkowita wiarygodność W c systemu pomiarowo-kontrolnego jest iloczynem wiarygodności poszczególnych czynników W i, a określa ją zależność n W C = Π W i gdzie: n liczba elementów układu. Problem podstawowy oceny wiarygodności rezultatów pomiarów deformacji tkwi w określeniu prawdopodobieństwa nieprzekroczenia wartości granicznych. Zagadnienie to ma związek z określeniem wymogów bezpieczeństwa badanego obiektu. Wiąże się to z przyjęciem gęstości prawdopodobieństwa dla poszczególnych zmiennych losowych δ i. Zakładając, że zmienna losowa ma rozkład normalny wiarygodność całkowitą W c można wyrazić wzorem (2) W C = Π n [P δ i σδ i = α] (3) Przyjmując wiarygodność poszczególnych czynników δ i z uwzględnieniem wartości granicznych t α wynoszących 3, 2, 1 zaproponowano [3] następujące mierniki W c : Rys. 1. Współzależność czynników przestrzenno-czasowych w monitorowaniu deformacji (opracowanie własne) Fig. 1. Interdependence of spatial and temporal factors in the monitoring of deformations (own elaboration) W c >0,85 wiarygodność wysoka, 0,85>W c >0,70 wiarygodność średnia, W c < 0,70 wiarygodność niska. Podane kryteria klasyfikacji mierników wiarygodności układu obejmują cztery czynniki przestrzenne i dwa czasowe (moment rozpoczęcia pomiarów i czasokres między pomiarami). Z analizy wyłączono czynniki: czasokres wykonywania pomiarów i czasokres opracowania wyników z uwagi na mniejsze ich znaczenie wynikające ze stosowania coraz nowocześniejszych technik pomiarowych oraz informatycznych metod obliczeniowych skracających proces pozyskiwania wyników. Należy zaznaczyć, że liczba analizowanych czynników nie ma istotnego wpływu na wartości tych mierników. Istotne jest jednak to, że jeśli wiarygodność jednego z czynników spada do poziomu W i =0,67 (t α =1), to nawet przy statystycznej pewności (W i =0,99) pozostałych czynników wiarygodność W c całego układu jest niska. 3. Usterki w organizacji pomiarów deformacji- przykłady Dwa przykłady niskiej wiarygodności rezultatów pomiarów deformacji wskazują na niestabilność układu odniesienia w monitorowaniu filara ochronnego Nysy Łużyckiej przy odkrywce Kopalni Węgla Brunatnego Turów oraz niewłaściwą lokalizację punktów odniesienia w epokowych pomiarach przemieszczeń pionowych zapory wodnej Nysa. 3.1. Filar ochronny Nysy Łużyckiej Monitorowanie filara ochronnego Nysy Łużyckiej w latach 80. XX wieku realizowano na podstawie powtarzanych pomiarów geodezyjnych w sieci punktów zlokalizowanych w pasie oddzielającym rzekę od krawędzi odkrywki (rys. 2). Punkty odniesienia usytuowane były w rejonie miejscowości Sieniawka i w pobliżu elektrowni Turów, a więc w niewielkiej odległości od odkrywki, w której prowadzono eksploatację węgla brunatnego. Rejestrowane wektory przemieszczeń poziomych punktów w kierunku do odkrywki, w najwęższym pasie, osiągały wielkości kilkucentymetrowe. Uznawano je za nieistotne z punktu widzenia zagrożenia dla tego filara ochronnego. Okazało się jednak, że wielkości tych przemieszczeń nie były wiarygodne co potwierdziły naoczne symptomy osuwiskowe na przełomie 1989 i 1990 roku. Na szczęście w porę podjęte kompleksowe działania zabezpieczające potencjalne osuwisko na zboczu odkrywki zapobiegło katastrofie. Niską wiarygodność rezultatów tych pomiarów wykazano na podstawie niezależnych pomiarów lokalnej sieci przestrzennej kopalni Turów (rys. 3), wykonywanych metodami klasycznymi, w cyklu dwuletnim od 1984 roku. Przemieszczenia poziome punktów 5, 29, 50, 51 na filarze ochronnym w latach 1986 i 1988 osiągały wartości dwudziestocentymetrowe, a więc ponad czterokrotnie większe niż określane w pomiarach sieci o ograniczonym zasięgu (rys. 2). Należy zaznaczyć, że przemieszczenia punktów 5, 29, 50, 51 określano w odniesieniu do czterech stabilnych punktów (20, 21, 36, 41) zlokalizowanych na wychodniach skał krystalicznych (bazalty) i w znacznej odległości od filara ochronnego Nysy Łużyckiej [6]. Stałość tych punktów wykazywano w analizach geometrycznych po każdym pomiarze. Rozbieżności między rezultatami obu niezależnych kampanii pomiarowych wynikają z braku stałości punktów odniesienia w pomiarach okresowych sieci punktów kontrolowanych zlokalizowanych na rysunku 2. Punkty te usytuowane zbyt blisko odkrywki ulegały też przemieszczeniom.
16 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 Rys. 2. Lokalizacja filara ochronnego i ogólna charakterystyka sieci kontrolno- -pomiarowej (opracowanie własne) Fig. 2. Location of the protective pillar and general characteristics of the control-measurement network (own elaboration) Rys. 3. Lokalizacja punktów sieci przestrzennej KWB Turów (opracowanie własne) Fig. 3. Location of spatial network points in the KWB Turów Mine (own elaboration) 3.2. Zapora wodna Nysa Zaporę ziemną zbiornika wodnego Nysa, przegradzającą dolinę rzeki Nysa Kłodzka zlokalizowaną w rowie tektonicznym Paczkowa, oddano do eksploatacji w 1971 roku. Obligatoryjne obserwacje przemieszczeń pionowych w sieci reperów na zaporze prowadzono w odniesieniu do grupy reperów ziemnych zlokalizowanych na jej przedpolu. We współpracy geodety z geologiem [4] wykazano usterki w organizacji tych obserwacji. Stwierdzono to na podstawie analizy materiałów archiwalnych dotyczących rezultatów powtarzanych pomiarów (1926, 1953, 1975, 1994) w ciągu niwelacji precyzyjnej I klasy Paczków-Nysa przechodzącym obok analizowanej zapory oraz obligatoryjnych pomiarów geodezyjnych na zaporze. Okazało się, że po rozpoczęciu eksploatacji zbiornika repery na tym ciągu poniżej zapory (rys. 4) anormalnie obniżyły się do 93 mm w centrum miasta Nysa (około 2 km od zapory). Wykazano to na podstawie porównania wyników pomiarów niwelacyjnych w okresie 1953 1975. Zmiany te miały bezpośredni związek z reakcją otaczającego górotworu na jego obciążenie wodą zgromadzoną w zbiorniku i materiałem, z którego zbudowano zaporę. Skumulowane naprężenia w tym górotworze prawdopodobnie uwolniły się w postaci indukowanego trzęsienia ziemi, które mogło zaistnieć z niedużą siłą około 1984 roku. Potwierdzeniem tego może być wypiętrzanie prawego przyczółka zapory od 1984 roku (rys. 5) jako efekt uaktywnienia uskoku 1 w utworach trzeciorzędowych pod osadami czwartorzędowymi i zaporą [4, 5]. Należy zaznaczyć, że tego zagrożenia dla zapory nie wykryto na podstawie standardowych, okresowych pomiarów przemieszczeń zapory. Analiza organizacji pomiarów i ich wyników oraz rezultaty badań geologiczno-tektonicznych otaczającego górotworu wykazały niską wiarygodność rezultatów pomiarów niwelacyjnych na zaporze (W c =0,58). Na ocenę tę złożyła się niewłaściwa lokalizacja reperów odniesienia (W o =0,67) bezpośrednio przed zaporą, a więc w tym samym rowie tektonicznym co zapora i zbiornik, zamiast poza uskokami tektonicznymi obrzeżającymi ten rów tektoniczny. 4. Rola obserwacji satelitarnych GPS/GNSS i sieci punktów ASG-EUPOS w wiarygodnych pomiarach deformacji Tradycyjne pomiary deformacji, z zastosowaniem niwelacji precyzyjnej do obserwacji zmian wysokości oraz sieci kątowo-liniowych w obserwacjach przemieszczeń poziomych punktów kontrolowanych na odpowiedzialnych obiektach, stanowiły ograniczenia z powodów dokładnościowych i ekonomicznych. Zwracano głównie uwagę na osiąganie wysokich dokładności pomiarów oraz obniżanie kosztów epokowych obserwacji, co powodowało ograniczenia w organizacji sieci badawczych. Dotyczy to m.in. punktów odniesienia, które często bez właściwego rozpoznania budowy geologicznej górotworu i specyfiki obiektu inżynierskiego lokalizowano jak najbliżej badanego obiektu. Przykłady przedstawione w punkcie 3 i na rysunku 2 i 4 potwierdzające takie praktyki wskazały na niską wiarygodność rezultatów pomiarów deformacji. Dzięki technice satelitarnej GPS/GNSS przedmiotowy problem mógł zostać zlikwidowany. W pomiarach przemieszczeń poziomych punktów kontrolowanych pomiary satelitarne
Nr 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 17 Rys. 4. Zapora zbiornika Nysa z lokalizacją reperów odniesienia i ciągiem niwelacji I klasy (opracowanie własne) Fig. 4. Nysa dam and location of reference bench-marks with the traverse of leveling of the I class (own elaboration) Rys. 5. Zmiany wysokości reperów na koronie zapory w okresie 1971-1994 (opracowanie własne) Fig. 5. Changes of benchmark heights on the dam crown in the years 1971-1994 (own elaboration) GPS stały się bardziej ekonomiczne w stosunku do klasycznych obserwacji w sieciach kątowo-liniowych. Zastosowanie metody statycznej w obserwacjach GPS pozwala na uzyskanie dokładności nie gorszej niż w pomiarach total-station, a nawet wyższej, co zależy od czasokresu kampanii pomiarowej. Efekty ekonomiczne, a także przyjazne dla środowiska (rezygnacja z wycinek drzew i krzewów wzdłuż celowych) wynikające z zastosowania GPS, wykazywane są w epokowych pomiarach deformacji [6] sieci w kopalni Turów pokazanej na rysunku 3, z punktami odniesienia na wychodniach skał krystalicznych. Efekty te to skrócenie czasu pomiarów sieci do jednego dnia w stosunku do kilkunastu dni pomiarów klasycznych stosowanych przed wprowadzeniem GPS. Zalety zastosowania pomiarów GPS wykazano również w obserwacjach kontrolnych punktów odniesienia dla pomiarów przemieszczeń punktów na zaporach składowiska Żelazny Most [7]. W pomiarach deformacji dużych terenów górniczych na Górnym i Dolnym Śląsku pomocne mogą być stacje ASG- EUPOS usytuowane na budynkach Powiatowych Ośrodków Dokumentacji Geodezyjno-Kartograficznej (rys. 6).
18 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 Rys. 6. Lokalizacja stacji ASG- EUPOS w rejonie Górnego i Dolnego Śląska (źródło: http://www.asgeupos.pl/webpg/graph/img/_syst_descr/stations_ PL.png) Fig. 6. Location of ASG-EUPOS stations in Upper and Lower Silesia (source: http://www.asgeupos.pl/webpg/graph/img/_syst_descr/stations_pl.png) 5. Geoinformacyjna baza danych dla epokowych pomiarów deformacji terenów górniczych Rys. 7. Ogólna struktura geograficznej bazy danych dla wspomagania badań deformacji terenów górniczych Fig. 7. General structure of a geographical database in deformation studies of mining areas Charakter działalności górniczej wymaga uwzględnienia wielu czynników w analizach ich wpływu na stan powierzchni terenu. Ze względu na różnorodność i mnogość wymaganych danych wykorzystanie systemów informacji geograficznej (GIS) znacząco usprawnia procesy gromadzenia, przetwarzania i wizualizacji danych referencyjnych oraz wyników okresowych pomiarów przemieszczeń pionowych i poziomych punktów kontrolowanych w odniesieniu do stałego, niezmiennego układu współrzędnych. Systemy GIS są obecnie wykorzystywane na terenach górniczych w coraz większym zakresie [8]. Na przykładzie badań stanu powierzchni dawnego Wałbrzyskiego Zagłębia Węgla Kamiennego (WZWK) zaproponowano zintegrowany system geoinformacyjny wspomagający prowadzenie badań deformacji powierzchni w okresie eksploatacji i po jej zakończeniu. Serce systemu stanowi przestrzenna baza danych gromadząca dane (rys. 7): geologiczne, górnicze, geodezyjne, oraz o charakterze referencyjnym, m.in. sieci komunikacyjne, zagospodarowanie, administracyjne i inne. Pierwsze dane dotyczą informacji o utworach geologicznych, a w tym o tektonice terenu górniczego. Drugie obejmują lokalizację i geometrię wyrobisk podziemnych (odkrywkowych) wraz z informacją o okresie i systemie eksploatacji oraz infrastrukturą podziemną i na powierzchni, w tym plany eksploatacji. Dane geodezyjne obejmują lokalizację punktów geodezyjnych wraz z punktami odniesienia, rezultaty epokowych pomiarów, analizę i interpretację deformacji. Osobą grupę danych tematycznych stanowią wyniki analiz przestrzennych wykonywanych w systemie oraz zewnętrznych aplikacjach [1]. Kompletny system geoinformacyjny dla wspomagania badań deformacji terenu górniczego tworzą moduły: pozyskiwania i eksploracji danych (np. dotyczących charakteru prowadzonej działalności górniczej w funkcji czasu i przestrzeni), modelowania przestrzennego (np. interpolacja powierzchni ciągłych przemieszczeń pionowych i poziomych oraz obliczania parametrów deformacji, takich jak nachylenie, krzywizna i odkształcenie poziome) oraz wizualizacji (np. wyników analiz przestrzennych i danych geometrycznych dotyczących działalności górniczej w przestrzeni trójwymiarowej) [2]. Powiązane ze sobą, komponenty zapewniają całościowe wspomaganie procesu badań deformacji terenów poddanych działalności górniczej.
Nr 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 6. Podsumowanie Stałość układu odniesienia w pomiarach deformacji terenów i obiektów górniczych stanowi jeden z ważniejszych czynników mających wpływ na wiarygodne pozyskiwanie rezultatów. Problem ten, wykazany na przykładzie dwóch obiektów, ma istotne znaczenie dla podejmowania właściwych decyzji specjalistycznych o sposobie likwidacji zagrożeń. Rozpoczynana podziemna i odkrywkowa eksploatacja górnicza trwająca z reguły kilkadziesiąt lat wymaga, aby organizacja geodezyjnych pomiarów deformacji (od momentu zabudowy sieci badawczej) uwzględniała wszystkie czynniki reprezentujące przestrzeń i czas (w tym wykonanie zerowego pomiaru nienaruszonego jeszcze górotworu). Ważna jest przy tym ścisła współpraca ze specjalistami z zakresu geologii, górnictwa i mechaniki górotworu. Nowoczesne metody pomiarów (technika GPS/GNSS, skaning laserowy i inne), opracowywania wyników oraz geoinformacyjne bazy danych stanowią podstawę do pełnego, wiarygodnego pozyskiwania rezultatów pomiarów deformacji. Podziękowania Dziękujemy dr inż. Piotrowi Grzempowskiemu z Instytutu Górnictwa Politechniki Wrocławskiej za konsultacje dotyczące roli obserwacji satelitarnych GPS/GNSS i sieci punktów ASG- EUPOS w wiarygodnych pomiarach deformacji. W pracy wykorzystano rezultaty badań deformacji górotworu realizowane we współpracy z KWB Turów oraz badań geodynamicznych w ramach dwóch grantów MEN. Literatura 1. Blachowski J.: System informacji geograficznej wałbrzyskich kopalń węgla kamiennego podstawą zwiększenia efektywności i wiarygodności badań deformacji powierzchni terenów pogórniczych. Prace Naukowe Instytutu Górnictwa Politechniki Wrocławskiej, Studia i Materiały, Górnictwo i geologia. Wrocław 2008, nr 34 s. 17 27. 2. Blachowski J., Stefaniak P.: Aktualizacja systemu geoinformacyjnego dawnych wałbrzyskich kopalń węgla kamiennego. Prace Naukowe Instytutu Górnictwa Politechniki Wrocławskiej, Studia i Materiały, Górnictwo i geologia. Wrocław 2012, nr 42 s. 5 21. 3. Cacoń S.: Problem wiarygodności geodezyjnych pomiarów deformacji obiektów inżynierskich w naruszonym górotworze. Prace Naukowe Instytutu Geotechniki i Hydrotechniki, Politechniki Wrocławskiej, Konferencje. Wrocław 2001, nr 40, s. 85 96. 4. Cacoń S., Dyjor S.: Problem wiarygodności geodezyjnych pomiarów deformacji budowli hydrotechnicznych. Zeszyty Naukowe Akademii Rolniczej we Wrocławiu, Inżynieria Środowiska. nr 234 s. 147 157, Wrocław 1993. 5. Cacoń S., Deeb F.: Deformation of engineering object and thier effect on upper lithosphere layer in the vicinity-feedback. Procced of the 8 th FIG Symp. on Deformation Measurements, s. 345 350. 6. Cacoń S., Kaczarewski T.: Technika satelitarna GPS w monitorowaniu deformacji górotworu i innych zastosowaniach w Kopalni Odkrywkowej Węgla brunatnego. Miesięcznik WUG. 5, 1999, s. 10 15. 7. Cacoń S., Lewiński J.: Modernizacja procesu monitorowania przemieszczeń zapór składowiska Żelazny Most. Monografia 30-lecia eksploatacji składowiska Żelazny Most 1977-2007, Lubin, 2007, 248 256. 8. Maciaszek J.: Systemy informacji o terenach pogórniczych. Przegląd Górniczy. 2012, t. 68 nr 8 s. 12 19. 9. Zastosowanie rachunku prawdopodobieństwa w geotechnice. Ossolineum, Wrocław 1982.
20 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2013 UKD 622.33: 502.7: 346: 622.2-045.43 O znaczeniu miejscowego planu zagospodarowania przestrzennego gminy w działalności górniczej The importance of a local development plan in mining activity Mgr Franciszek Dziendziel* ) Mgr inż. Tomasz Kowal* ) Mgr inż. Remigiusz Ziarno* ) Treść: Możliwości i warunki prowadzenia działalności górniczej polegającej na wydobywaniu kopaliny ze złoża wyznaczają: decyzja koncesyjna oraz miejscowy plan zagospodarowania przestrzennego gminy, na obszarze której działalność górnicza jest wykonywana. W aktualnym stanie prawnym ochrona złóż kopalin nie ma rangi priorytetu, a przedsiębiorca ma niewielki wpływ na treść ustaleń planu miejscowego w trakcie jego sporządzania. Przywołane w referacie przykłady zapisów planów przestrzennych pokazują, że nie zawsze interes przedsiębiorcy górniczego, a również i Skarbu Państwa, będącego właścicielem złóż surowców o podstawowym znaczeniu gospodarczym, jest zbieżny z interesem gminy i jej mieszkańców. Autorzy przeanalizowali konsekwencje wynikające dla przedsiębiorcy górniczego z ustaleń zawartych w planie miejscowym jednej z gmin woj. śląskiego. Abstract: Possibilities and conditions of mining activities which consist in the extraction of minerals from a deposit, are determined by the concession decision and the local development plan of the area where mining works are conducted. In the current legal position mineral deposits protection is not considered a priority and the entrepreneur has little influence on the details of a local development plan during its preparation. Examples of development plan provisions presented in this paper show that the interest of mining entrepreneurs and the Treasury as the owner of mineral deposits of primary economic importance, not always stands in line with the interest of the municipality and its residents. The authors have analyzed the consequences for mining entrepreneurs, resulting from the provisions of the local development plan of one of the municipalities of Silesian voivodeship. Słowa kluczowe: górnictwo, zagospodarowanie przestrzenne, samorządy gminy Key words: mining, land development, commune self-government 1. Wprowadzenie W myśl Prawa geologicznego i górniczego [6] działalność górnicza jest dozwolona tylko wówczas, gdy nie naruszy ona przeznaczenia nieruchomości określonego w miejscowym planie zagospodarowania przestrzennego, a w razie jego braku, nie naruszy sposobu wykorzystywania nieruchomości ustalonego w studium uwarunkowań i kierunków zagospodarowania przestrzennego gminy. Organ koncesyjny odmawia udzielenia koncesji, jeżeli zamierzona działalność sprzeciwia się interesowi publicznemu (m.in. związanemu z ochroną środowiska), bądź uniemożliwiłaby wykorzystanie nieruchomości zgodnie * ) Kompania Węglowa S.A. Katowice z ich przeznaczeniem. Jeśli dojdzie do jednej z tych sytuacji, organ koncesyjny wzywa przedsiębiorcę do niezwłocznego usunięcia naruszeń, i o ile nie zastosuje się on do takiego wezwania, to organ koncesyjny może cofnąć koncesję lub ograniczyć jej zakres, bez odszkodowania. 2. Planowanie przestrzenne na poziomie gminy w przepisach prawa Przywołane regulacje prawne stanowią więc jedno z głównych kryteriów oceny legalności działalności wykonywanej przez przedsiębiorcę górniczego, stąd warto zwrócić uwagę na możliwe konsekwencje zależności pomiędzy działalnością górniczą i planowaniem przestrzennym na poziomie gminy.